畢俊偉，高廣運，張建經(jīng)

（1. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092；2. 同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海200092；3. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都610031）

我國東部沿海地區(qū)已基本建成以高鐵為主的鐵路運輸網(wǎng)絡(luò)。這一地區(qū)普遍分布著厚度大、工程特性差的飽和軟土。樁-網(wǎng)復(fù)合結(jié)構(gòu)以其承載力高、工后變形小等特點成為該地區(qū)高鐵建設(shè)廣泛采用的地基處理形式。

由于地質(zhì)構(gòu)造等原因，東部沿海地區(qū)地表軟土層下分布著不同傾角的傾斜基底。采用樁-網(wǎng)復(fù)合結(jié)構(gòu)對該類下覆傾斜基底軟土地基進(jìn)行處理時，受設(shè)計、施工等因素的影響，在滿足承載力前提下通常采用等長樁設(shè)計。既有研究表明［1-5］，在上部荷載（路堤及列車荷載，下同）作用下，復(fù)合地基中不同位置處樁體的受力和變形特性有較大差異。筆者通過試驗研究指出［6］，采用等長樁設(shè)計的樁-網(wǎng)復(fù)合結(jié)構(gòu)對下覆傾斜基底軟土地基進(jìn)行處理，會導(dǎo)致路堤頂面兩側(cè)差異沉降，并伴隨明顯的水平位移，嚴(yán)重威脅高鐵列車的運營安全。

目前，常用于加固既有鐵路地基的方法有注漿法、基床封閉法、換填法、擠密樁法等，然而上述方法存在妨礙既有鐵路運營、加固效果不理想等問題［7］。斜樁加固法是一種在保障鐵路正常運營的前提下從線路兩側(cè)對既有鐵路地基進(jìn)行加固的方法。Paulsson 等［8］基于現(xiàn)場試驗研究了斜樁對既有鐵路軟土地基的加固效果，研究表明斜樁可有效控制既有鐵路的路堤變形，并指出斜樁加固施工時既有鐵路應(yīng)限制車速及軸重。陳學(xué)喜等［9］以寶中鐵路為背景，通過理論計算、數(shù)值分析、現(xiàn)場載荷試驗等方法，研究并指出斜樁加固的最優(yōu)傾角是其與水平面成40°～60°夾角。于貴等［10］以大準(zhǔn)鐵路病害路段為研究對象，利用數(shù)值分析研究了傾角、樁徑、樁間距等對斜樁加固既有鐵路效果的影響。上述研究都是圍繞斜樁加固既有鐵路水平成層地基展開的，而對于斜樁加固既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的相關(guān)研究則鮮有報道。

鑒于此，本文以浙江沿海某高速鐵路為背景，選取典型斷面，設(shè)計并開展2組相似比為1：100的土工離心模型試驗，研究斜樁對下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的加固效果。本文研究成果為斜樁加固該類既有鐵路復(fù)合地基提供了重要的試驗依據(jù)。

1 試驗原型高鐵工段概況

本試驗原型高速鐵路工段軟土地基下分布著傾角為11°～27°不等的傾斜基底，采用等長樁設(shè)計的樁-網(wǎng)復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行處理。該工段高速鐵路運營后，路堤出現(xiàn)水平位移不斷增大、豎向沉降超限等問題，且變形隨下覆基底傾角的增大愈加明顯。為保證行車安全，寧波工務(wù)段多次采用注漿法對該高鐵工段下覆傾斜基底軟土復(fù)合地基進(jìn)行加固，但無法取得長期有效的加固效果?；诖?，本文選取下覆基底傾角為27°的斷面作為典型斷面，如圖1所示，研究斜樁對既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的加固效果。

如圖1所示，典型斷面的地基土層條件如下：①為素填土、人工填土，呈灰黃或黃褐色；②為淤泥質(zhì)黏土，呈灰色，流塑狀；③為粗角礫土，稍―中密，飽和，呈灰、淺灰黃色；④為粉質(zhì)黏土，呈灰黃色，軟塑狀；⑤為凝灰?guī)r，中―強(qiáng)風(fēng)化，呈灰黃色。各土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。該工段地下水以第四紀(jì)孔隙潛水為主，埋深0.5～2.0 m，較為發(fā)育。

圖1 典型斷面示意圖（單位：m）Fig.1 Sketch of typical section (unit:m)

原型高鐵工段采用正方形布樁的等長樁-網(wǎng)復(fù)合結(jié)構(gòu)對下覆傾斜基底軟土地基進(jìn)行加固。樁體采用外徑0.80 m，內(nèi)徑0.60 m，長度16.50 m的預(yù)應(yīng)力管樁（PHC），樁間距為4 倍樁徑。墊層由兩層厚度為0.25 m的級配碎石夾一層土工格柵組成。

表1 各土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of each soil layer

2 離心模型試驗

2.1 土工離心機(jī)試驗設(shè)備

采用西南交通大學(xué)TLJ-2型土工離心機(jī)進(jìn)行試驗。該離心機(jī)最大容量為100.0g·t，有效半徑2.7 m，最大加速度200.0g。試驗?zāi)Ｐ拖鋬?nèi)部尺寸為0.6 m×0.4 m×0.4 m（長×寬×高）。

2.2 土工離心模型設(shè)計

2.2.1 試驗相似設(shè)計

土工離心模型試驗是通過將比尺為1：n的離心模型置于加速度為ng的離心慣性力場中，使模型的應(yīng)力狀態(tài)與原型相同［11］。綜合考慮模型箱尺寸、邊界效應(yīng)等因素，本試驗選取n=100 作為相似常數(shù)，再根據(jù)量綱分析法得出其他物理量的相似常數(shù)，如表2所示。

表2 土工離心模型試驗相似常數(shù)Tab.2 Similarity constant of geotechnical centrifugal model test

2.2.2 離心模型材料設(shè)計

（1）模型土體。由圖1可知，土層①和③厚度較小，故將土層①、②合并為②淤泥質(zhì)黏土，土層③、④合并為④粉質(zhì)黏土。本試驗從原型鐵路工段附近的相應(yīng)地層取土，重塑后用于模型地基的制作［12］。本文假定下覆傾斜基底不發(fā)生變形，故采用水泥、河砂、黏土和石膏的混合材料（質(zhì)量比為0.5：7.0：1.0：5.0）進(jìn)行傾斜基底的模型制作。采用煤屑、石英砂和黏土的混合材料制作邊坡為1.0：1.5 的模型路堤，模型路堤的填料與原型路堤之間滿足級配相似關(guān)系［6］。

（2）土工格柵模擬材料。杜延齡［12］研究指出，離心模型試驗中采用的土工織物，其單位寬度的強(qiáng)度需為原型的1/100?；诓牧峡估囼灲Y(jié)果［6］，本試驗選取窗紗作為土工格柵的模擬材料［13］。

（3）模型樁體。基于相似原理，本試驗采用外徑8.0 mm，壁厚0.5 mm，長度16.5 cm 的鋁管作為模型樁。由表3 可知，鋁管與原型樁之間滿足剛度相似關(guān)系。此外，選取截面相同、長度為26.0 cm的鋁管作為斜樁加固試驗中的斜樁。模型樁兩端使用少量玻璃膠進(jìn)行封堵，并在模型樁外側(cè)黏附細(xì)砂來模擬樁側(cè)摩阻力。

2.3 模型設(shè)計及試驗方案

2.3.1 離心模型制作

土工離心模型如圖2所示。首先在模型箱內(nèi)壁上標(biāo)注出模型輪廓，并進(jìn)行防水處理。為減小邊界效應(yīng)的影響，將凡士林均勻涂抹于模型箱內(nèi)壁［14］。然后，按標(biāo)記的輪廓對下覆傾斜基底進(jìn)行填筑、夯實。待傾斜基底具有足夠強(qiáng)度后，再依次分層填筑重塑后的粉質(zhì)黏土和淤泥質(zhì)黏土。為保證模型地基與原型鐵路地基之間滿足相似關(guān)系，本試驗以不排水抗剪強(qiáng)度作為控制指標(biāo)對模型地基進(jìn)行預(yù)固結(jié)處理。測試結(jié)果表明，2組試驗?zāi)Ｐ偷鼗煌疃忍幍耐馏w不排水抗剪強(qiáng)度與原型鐵路工點基本一致，滿足試驗相似關(guān)系。

表3 樁體剛度相似換算關(guān)系Tab.3 Similarity conversion relationship of pile stiffness

圖2 土工離心模型（單位：cm）Fig.2 The geotechnical centrifuge test model(unit:cm)

利用鋼尺在模型地基表面標(biāo)記出模型樁位置，并借助水準(zhǔn)尺將模型樁垂直置入模型地基內(nèi)。然后在模型地基表面鋪設(shè)兩層細(xì)砂（厚度1 mm）及1 層窗紗。最后，再以壓實系數(shù)作為控制指標(biāo)填筑模型路堤，既有復(fù)合地基試驗離心模型如圖2a所示。

對于斜樁加固試驗，斜樁采用矩形布樁，沿軌道方向的樁間距為4 倍樁徑，垂直軌道方向的樁間距為2倍樁徑。斜樁加固試驗中斜樁與水平面的夾角為60°，從既有路堤坡腳向外依次布設(shè)3排斜樁，如圖2b 所示。受模型箱尺寸等因素的制約，本文僅對上述一種斜樁加固方案進(jìn)行研究。

2.3.2 加載方案

本試驗通過分級加載對路堤分層填筑的施工過程進(jìn)行模擬，并基于換算土柱法模擬列車荷載［15］，然后根據(jù)等效荷載法［6，16］計算出各工況荷載對應(yīng)的離心加速度，如表4所示。為控制試驗變量，更好地對比分析斜樁對既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的加固效果，本文斜樁加固試驗與既有復(fù)合地基試驗采用相同的加載工況。

表4 離心模型試驗加載工況Tab.4 Loading cases of centrifuge test

2.3.3 傳感器及測點布置

如圖3 所示，本試驗利用差動式位移計（W1～W3）測量模型路堤頂面的豎向和水平位移。同時，通過孔隙水壓力計（K1、K2）對淤泥質(zhì)黏土和粉質(zhì)黏土中的孔壓變化進(jìn)行監(jiān)測。隨下覆傾斜基底埋深的增加，本試驗將模型樁分為嵌巖樁、斜坡樁和摩擦樁3類，并對模型樁進(jìn)行編號。分別在3類樁區(qū)域內(nèi)的樁間軟土分界面處選取合適位置，采用豎向布置的土壓力計（T1～T6）對地基軟土分界面處淤泥質(zhì)黏土和粉質(zhì)黏土的側(cè)向土壓力進(jìn)行監(jiān)測。

如圖4 所示，為避免邊界效應(yīng)對試驗結(jié)果的影響，選取離心模型中部的兩列模型樁，測量加載前后模型樁頂豎向和水平向的相對位移，研究斜樁對既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的加固效果。

圖3 傳感器布置圖Fig.3 Layout of sensors

圖4 模型樁測點布置平面圖Fig.4 Layout of monitoring points of model piles

3 試驗結(jié)果及分析

試驗后對模型進(jìn)行開挖、測量，并分析數(shù)據(jù)。本文主要從路堤頂面和樁-網(wǎng)復(fù)合地基的變形，超靜孔隙水壓力，以及樁間土側(cè)向土壓力等方面研究斜樁對既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的加固效果。文中路堤頂面和樁頂位移均已按幾何比換算為原型路堤及樁體的位移。

3.1 路堤變形

模型路堤頂面豎向和水平位移隨加載過程的變化曲線如圖5、6 所示（規(guī)定向下、向右的位移為正）。對于既有復(fù)合地基試驗，路堤頂面的位移隨荷載增加不斷增長，最大豎向及水平位移分別為31.8 cm（W1）、35.7 cm（W2）和26.2 cm（W3）。路堤頂面位移主要發(fā)生在施工和工后靜置階段，分別占位移總量的67.3%（W1）、62.0%（W2）和57.3%（W3）。進(jìn)入運營階段后，路堤頂面的豎向及水平位移隨時間推移持續(xù)增長，豎向沉降差不斷發(fā)展，且截至試驗結(jié)束（運營期滿3 年），變形仍然有繼續(xù)增大的趨勢。這與原型鐵路工段的變形趨勢相契合。

圖5 模型路堤頂面豎向位移Fig.5 The vertical displacement of model embankment top surface

圖6 模型路堤頂面水平位移Fig.6 The horizontal displacement of model embankment top surface

地基及路堤在運營前產(chǎn)生的變形稱為施工變形，可通過填補(bǔ)加高進(jìn)行處理，不作為控制部分。進(jìn)入運營階段后的變形稱為工后變形，這部分變形直接關(guān)系到鐵路的運輸能力、維護(hù)模式及成本等［17］。對比分析圖5 和圖6，截至試驗結(jié)束，既有復(fù)合地基試驗中模型路堤頂面兩側(cè)的工后豎向沉降分別為10.4 cm（W1）、13.6 cm（W2），沉降差為3.2 cm，工后水平位移為11.9 cm（W3），已超過《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》（TB 10621―2014）［18］中規(guī)定的相關(guān)限值，嚴(yán)重威脅高鐵行車安全。對于斜樁加固試驗，模型路堤頂面兩側(cè)的工后豎向沉降分別為5.1 cm（W1）、5.9 cm（W2），沉降差為0.8 cm，工后水平位移為2.1 cm（W3）。試驗結(jié)果表明，采用斜樁加固可使路堤頂面兩側(cè)的工后豎向沉降、水平位移分別減小51.0%（W1）、56.6%（W2）及82.3%（W3），工后豎向沉降差減小75.0%。

綜合模型開挖結(jié)果分析可知，利用斜樁對既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基進(jìn)行加固，可防止斜坡樁和摩擦樁發(fā)生向上、向下的刺入破壞以及傾倒破壞，有效減小路堤頂面的豎向、水平位移和豎向沉降差。

3.2 超靜孔隙水壓力

圖7a、7b 分別為既有復(fù)合地基試驗和斜樁加固試驗中模型地基各層軟土超靜孔隙水壓力隨荷載和時間的變化曲線。由圖7 可知，各級荷載的施加都伴隨著模型地基軟土超孔壓峰值的出現(xiàn)，粉質(zhì)黏土層中的超孔壓大于上部淤泥質(zhì)黏土層。進(jìn)入運營階段，模型地基各軟土層中的超孔壓均隨時間推移逐漸消散，且淤泥質(zhì)黏土層中超孔壓的消散速度大于下層粉質(zhì)黏土。這是因為相較于上層淤泥質(zhì)黏土，粉質(zhì)黏土層的排水路徑更長，使粉質(zhì)黏土層中的超靜孔隙水壓力難以消散。

截至試驗結(jié)束，既有復(fù)合地基試驗中軟土層的超靜孔隙水壓力仍保持較高水平，表明在列車荷載作用下，地基軟土中超孔壓的消散將持續(xù)較長時間，這將對路堤頂面的豎向沉降、沉降差及水平位移等造成不利影響。對比分析圖7a和7b可知，采用斜樁加固可有效降低地基各層軟土中的超靜孔隙水壓力，改善既有復(fù)合地基的承載性能。此外，斜樁能顯著提高地基軟土的排水固結(jié)速率，在有效抑制上部路堤變形的同時可逐步提高地基土體強(qiáng)度，進(jìn)一步增強(qiáng)既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的穩(wěn)定性。

圖7 超孔隙水壓力Fig.7 The excess pore water pressure

3.3 樁-網(wǎng)復(fù)合地基變形

為研究下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基中樁體的變形及斜樁加固效果，本文對模型樁頂試驗前后的相對位移（豎向、水平）進(jìn)行測量，如圖8 所示。由圖8 可知，樁頂?shù)呢Q向位移沿下覆基底斜坡向下先增大后減小，其中8#樁樁頂?shù)呢Q向位移最大。由于下覆基底傾斜，地基在上部荷載作用下會產(chǎn)生水平向的推力，復(fù)合地基中樁頂?shù)乃轿灰蒲叵赂不仔逼孪蛳轮饾u增大。

綜合試驗后模型的開挖結(jié)果分析可知，既有復(fù)合地基試驗中復(fù)合地基沉降在橫斷面上呈中間大、兩端小的非對稱“盆狀”分布，路堤頂面以下基底斜坡一側(cè)（8#樁位置）的復(fù)合地基沉降最為嚴(yán)重，斜坡樁和摩擦樁出現(xiàn)不同程度的向下刺入破壞，樁頂豎向位移沿下覆基底斜坡向下呈非對稱“V”字型分布，導(dǎo)致路堤頂面的豎向沉降差不斷增大。隨下覆傾斜基底埋深的增加，樁端嵌固長度不斷減小，錨固作用逐漸降低，直至無錨固作用。在地基水平推力作用下，既有復(fù)合地基試驗中斜坡樁出現(xiàn)了不同程度的傾斜，摩擦樁也有不同程度的傾斜或橫移，這會進(jìn)一步加劇路堤頂面的水平位移和豎向沉降差。

圖8 模型樁樁頂位移Fig.8 The displacement of model pile top

對比分析斜樁加固試驗可知，采用斜樁加固既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基，可有效減小復(fù)合地基中樁頂?shù)呢Q向、水平位移，對斜坡樁和摩擦樁的加固效果尤為顯著，這與模型路堤頂面位移變化所反映的加固效果相符。開挖結(jié)果顯示采用斜樁加固能有效抑制既有復(fù)合地基非對稱“盆狀”沉降的產(chǎn)生和發(fā)展，表明斜樁具有良好的加固效果。

如圖9a 所示，既有復(fù)合地基試驗中斜坡樁頂部位出現(xiàn)多處土工格柵的失效破壞，這將加劇路堤頂面的豎向位移和沉降差。對比分析圖9b可知，采用斜樁加固能有效避免土工格柵的穿刺失效破壞，提高既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基的剛度和穩(wěn)定性，進(jìn)而有效控制上部路堤的變形。

圖9 試驗后土工格柵破壞情況Fig.9 The damage condition of geogrid after tests

3.4 樁間土側(cè)向土壓力

圖10 和圖11 分別為既有復(fù)合地基試驗和斜樁加固試驗中模型地基淤泥質(zhì)黏土與粉質(zhì)黏土分界面不同位置處側(cè)向土壓力隨荷載和時間的變化曲線。由圖10可知，既有復(fù)合地基試驗中復(fù)合地基軟土分界面處淤泥質(zhì)黏土和粉質(zhì)黏土中的側(cè)向土壓力隨荷載增加不斷上升。進(jìn)入運營階段，嵌巖樁和摩擦樁區(qū)域的樁間軟土側(cè)向土壓力以及軟土分界面處側(cè)向土壓力差值均隨運營時間增加逐漸減小并趨于穩(wěn)定。然而，斜坡樁區(qū)域的樁間軟土側(cè)向土壓力隨運營時間推移不斷增大，且軟土分界面處側(cè)向土壓力差值由37.4 kPa 增大至50.0 kPa，嚴(yán)重威脅既有復(fù)合地基中斜坡樁的安全。

由圖11可知，斜樁加固試驗中嵌巖樁和摩擦樁區(qū)域樁間軟土分界面處側(cè)向土壓力隨時間的變化趨勢與既有復(fù)合地基試驗類似，且斜樁加固能進(jìn)一步減小摩擦樁區(qū)域樁間軟土側(cè)向土壓力及軟土分界面處的側(cè)向土壓力差值。如圖11b 所示，斜樁加固試驗中斜坡樁區(qū)域樁間軟土分界面處側(cè)向土壓力差值從運營初期的21.6 kPa 逐漸減小到試驗結(jié)束時的15.4 kPa，并趨于穩(wěn)定。這表明斜樁加固能顯著減小既有下覆傾斜基底復(fù)合地基中軟土的側(cè)向土壓力，并能有效抑制復(fù)合地基軟土分界面處側(cè)向土壓力差值的發(fā)展。

圖10 既有復(fù)合地基試驗軟黏土分界面?zhèn)认蛲翂毫ig.10 Lateral soil pressure on the interface of soft soil at existing composite foundation test

綜合文獻(xiàn)［2，6］的研究成果，下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基中，隨傾斜基底埋深的增加，斜坡樁的潛在破壞模式為彎剪破壞或傾倒破壞，而摩擦樁的潛在破壞模式為橫移及傾倒破壞。對比分析2組試驗結(jié)果表明，斜樁加固可有效減小既有下覆傾斜基底樁-網(wǎng)復(fù)合地基中軟土側(cè)向土壓力及軟土分界面處的側(cè)向土壓力差值，避免斜坡樁發(fā)生彎剪破壞，并能防止斜坡樁和摩擦樁出現(xiàn)傾倒及橫移，從而顯著提高下覆傾斜基底軟土復(fù)合地基的穩(wěn)定性，有效控制上部路堤變形的發(fā)展。

4 結(jié)論

本文基于土工離心模型試驗研究斜樁加固既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基，主要結(jié)論如下：

（1）路堤頂面位移主要發(fā)生在施工及工后靜置階段。既有復(fù)合地基試驗中路堤頂面兩側(cè)的工后豎向沉降分別為10.4 cm 和13.6 cm，并伴隨11.9 cm的工后水平位移，嚴(yán)重影響高鐵行車安全。采用斜樁加固可顯著降低既有路堤頂面的工后豎向、水平位移，并能有效抑制路堤頂面兩側(cè)的豎向沉降差。

（2）采用斜樁對既有下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基進(jìn)行加固，能顯著提高既有復(fù)合地基軟土的排水固結(jié)速率，改善其承載性能，在有效抑制上部路堤變形同時逐步提高地基土體的強(qiáng)度。

（3）隨下覆傾斜基底埋深的增加，既有復(fù)合地基中樁體可分為嵌巖樁、斜坡樁和摩擦樁。利用斜樁加固可顯著減小既有復(fù)合地基中樁頂?shù)乃轿灰坪拓Q向位移，防止斜坡樁和摩擦樁發(fā)生傾倒、橫移或向下刺入破壞，并能有效抑制既有復(fù)合地基的變形，避免非對稱“盆狀”沉降的產(chǎn)生和發(fā)展。

（4）通過斜樁加固，能明顯減小下覆傾斜基底軟土樁-網(wǎng)復(fù)合地基中樁間軟土的側(cè)向土壓力及軟土分界面處的側(cè)向土壓力差值，防止斜坡樁的彎剪破壞，并能顯著提高既有復(fù)合地基的剛度和穩(wěn)定性，有效避免土工格柵的穿刺破壞。